JP2007248020A - 密閉形圧縮機及び冷凍装置並びに冷蔵庫 - Google Patents

Abstract

【課題】炭化水素系の冷媒を用いた冷凍装置等の省エネルギー化，小型化，高効率化を図りながら、信頼性の向上を図る。
【解決手段】密閉容器内に圧縮要素及び電動要素が収納され、電動要素で駆動されるクランクシャフトとピストンがコンロッドにより連結される密閉形圧縮機が用いられる冷凍装置において、イソブタン（Ｒ６００ａ）を圧縮要素で圧縮される冷媒に用い、分子中にエステル結合を有する脂肪酸エステル油を冷凍機油に用いることで、摺動部の潤滑性を上げ、高効率化と信頼性向上を両立する。
【選択図】図１

Description

本発明は、炭化水素を冷媒として使用する密閉形圧縮機及び冷凍装置並びに冷蔵庫に関する。

従来、冷蔵庫や空気調和機の冷媒にはＣＦＣ（クロロフルオロカーボン）が用いられていたが、環境問題への配慮から国際的に使用が制限され、ＨＦＣ（ハイドロフルオロカーボン）冷媒のように塩素を含有しないものに切り替えられてきていた。具体的には、
ＣＦＣ１２（ジクロロジフルオロメタン）と近い熱力学特性を有するＲ１３４ａ（１，１，１，２−テトラフルオロエタン）が冷蔵庫に使用されている。その際、Ｒ１３４ａ冷媒とは相溶性が悪い鉱油に代わって、エステル油を冷凍機油に用いて実用化された。特許文献１には、冷媒にＨＦＣ系のＲ１３４ａを用い、冷凍機油としてエステル油を用いた例が示されている。

しかし、ＨＦＣ冷媒は、オゾン層破壊には寄与しないが、温室効果係数が大きく、地球温暖化防止の観点から近年では炭化水素系のＨＣ（ハイドロカーボン）冷媒などの自然冷媒が用いられ、冷蔵庫などの冷凍装置において実用化が進んでいる。実際、欧州では、代替冷媒に地球温暖化係数の小さいＨＣ冷媒を用いた冷蔵庫が製品化されている。

日本国内においても、１９９７年に開催された地球温暖化防止京都会議（ＣＯＰ３）において、ＨＦＣ冷媒が温室効果物質に指定された背景もあり、イソブタン（Ｒ６００ａ）を冷媒に用いた冷蔵庫が２００２年ごろから製造・販売されるに至っている。

プロパン（Ｒ２９０）やイソブタンなどのＨＣ冷媒に対して、ナフテン系又はパラフィン系の鉱油は相溶性が高い。また、入手性や経済性にも優れ、ＨＣ冷媒を使用する冷凍装置においては、鉱油が冷凍機油として使用されている（特許文献２参照）。また、ＨＣ冷媒を使用する冷凍装置の冷凍機油としてエステル油が使用できる旨も特許文献３に示されている。

ところで、冷凍装置は、冷媒を高温高圧に圧縮するための圧縮機と、圧縮された冷媒を凝縮して液冷媒にする凝縮器と、凝縮器を経た冷媒を減圧するキャピラリチューブなどの減圧（膨張）機構と、減圧された冷媒が蒸発する蒸発器とが直列に接続されて構成される。冷蔵庫や空気調和機には密閉形圧縮機が用いられ、特許文献４〜６に示されるように、密閉容器内に圧縮要素と電動要素とが収納された構成が採用されている。

密閉形圧縮機としては、特許文献４〜６のような往復運動するピストンを有するレシプロ型の圧縮機が知られており、レシプロ型の圧縮機は、クランクシャフトとピストンとをコネクティングロッド（コンロッド）で連結して、回転運動するシャフトの運動を往復運動に変える構造となっている。

ピストンとコンロッドの連結方式としては、球面軸受により連結される、いわゆるボールジョイント方式が知られており、特許文献４〜５の密閉形圧縮機でも採用されている。特許文献４では、ピストンの内球面の一部と、コンロッドの外球面の一部がともに削除され、コンロッドの外球部分をピストンの内球部に挿入後にピストンを回転してコンロッドとピストンとを連結させている。

特許文献５では、ピストンに設けられる内球面を塑性加工により成型した構造としており、コンロッドの一端をなす球体部を包持している。そして、球体部と内球面との間に熱可塑性樹脂材を介在させている。

一方、特許文献６は、ピストンとコンロッドの連結にピストンピンを用いている。ピストンピン方式では、ピストンとコンロッドの位置を合わせ、ピストンピンをクランクシャフトの延伸方向と合わせるように挿入することによって連結される。また、ピストンやピストンピンの摺動部に潤滑油を供給する構造となっている。

特開平４−１８３７８８号公報 特開２００４−６０９５２号公報 特開２００２−３８１３５号公報 特開２００３−１８４７５１号公報 特開２００３−２１４３４３号公報 特開２００４−２７９６９号公報

冷凍装置の省エネルギー化，小型化、さらには高効率化の要求が近年厳しくなり、密閉形圧縮機の内部条件の苛酷化が進んでいる。冷凍機油は、冷媒圧縮機内の摺動部の潤滑や密封，冷却等の役割を果たしているが、圧縮機の信頼性確保の面から、潤滑性、特に耐摩耗性に優れたものが要求されている。

特許文献２では、ナフテン系やパラフィン系鉱油を冷凍機油に用いているが、イソブタン（Ｒ６００ａ）との溶解性が高すぎるため、冷媒／油混合液における粘度の低下が発生しやすい。加えて、フォーミングが起こりやすいことから、無給油状態になりやすく潤滑不良が懸念される。

また、ナフテン系やパラフィン系の鉱油は分子構造が炭化水素から構成され、ほぼ無極性油であるため、鉄系の摺動部材に対して吸着せず、油膜を形成しにくいという問題がある。また、ＨＣ冷媒自身も冷媒分子中に塩素やフッ素を含んでいないため、冷媒自身の潤滑性は期待できない。

特許文献３には、冷凍機油にエステル油が用いられる例が示されているが、密閉形圧縮機における上記した内部条件の苛酷化に対応したものではなかった。

圧縮機駆動のための電動要素として、電動モータが用いられている。近年では、インバータ化による電動モータの回転数可変制御によって、負荷に応じた制御が図られている。その際は、高回転域から低回転域まで安定した運転が求められ、それぞれの回転域における高効率化も要求されている。

また、密閉形圧縮機内においては、密閉容器内の摺動部の摩耗が圧縮機の信頼性に影響を与えていた。密閉容器内の摺動部としては、シリンダとピストンとの間、コンロッド−ピストン連結部、あるいはクランクシャフト−コンロッド連結部などの箇所が挙げられる。これらの中でも、コンロッド−ピストン連結部における摺動の問題が最も生じやすい。レシプロ型圧縮機のコンロッド−ピストン連結部は、クランクシャフトの１回転中における負荷が常に変動するため、コンロッド又は／及びピストンの摺動部に摩耗が発生したり、発熱が大きくなるといった問題が生じやすく、材料耐力の確保や最適な冷凍機油の選定が必要になってくる。

また、圧縮機内部の条件の苛酷化は、摺動部（例えば、コンロッド−ピストン連結部）における接触応力の問題や発熱による温度上昇などを引き起こす。具体的には、例えば、圧縮機の形状や運転条件に起因する接触応力（接触面圧）の増大の問題、冷媒及び冷凍機油の特性や圧縮機の運転条件に起因する焼付限界荷重の問題あるいは冷凍機油のフォーミングの問題などが挙げられる。

摺動部の潤滑性向上のために冷凍機油に要求される特性としては、冷媒との相溶状態における粘度が挙げられる。具体的には、粘度が高くなりすぎると摺動の抵抗となり、冷凍装置の効率低下を招いてしまうという傾向がある。一方、粘度が低くなりすぎると潤滑油としての特性が劣り、摺動部の密封性の低下や、発熱や摩耗が進行してしまうという問題があった。

特許文献４では、コンロッドとピストンがボールジョイント方式によって連結されている。そして、ピストンの内球面の一部と、コンロッドの外球面の一部がともに削除されており、組立性に優れ、装置の小型化を図りやすい構造となっている。また、コンロッド−ピストン連結部に対して冷凍機油を供給する空間が確保されている。しかし、ピストンの内球面の一部と、コンロッドの外球面の一部がともに削除されているため、接触面積が小さくなり、摺動部の面圧が大きくなりやすいものであった。

特許文献５は、ボールジョイント構造の球面受け座に窒化処理及びリン酸マンガン処理の両方もしくは一方を施し、球面に高炭素クロム鋼材を使用し、さらに、ボールとボール受け座との間にＰＴＦＥ，ＰＦＡなどの熱可塑性樹脂材からなるバッファリングを別途備えて耐摩耗性の向上を図っている。しかし、該構造は塑性変形させて形状の加工を行うために、加工性を確保することが必要となるだけではなく、構造上も高コストになりやすいものであった。また、密閉形圧縮機の内部条件の苛酷化に伴い、摺動部の高負荷化による摩耗の増大、あるいはフォーミングや焼付限界荷重などのような冷凍機油の特性について考慮されたものではなかった。

特許文献６は、ピストンピンによってコンロッドとピストンとを連結する方式を採用している。そして、冷凍機油を摺動部に供給するための供給経路を確保する構造としているが、圧縮機の内部条件のさらなる苛酷化等によって、面圧が高くなったり、冷凍機油の粘度が低下する問題に関して特に考慮されたものではなかった。

本発明は、上記課題に鑑みてなされたものであり、密閉形圧縮機，冷凍装置、さらにはこれらの密閉形圧縮機や冷凍装置を用いた冷蔵庫における省エネルギー化，小型化、さらには高効率化を図るとともに、これらの装置の信頼性の向上に寄与することをその目的としている。

上記目的を達成するために、密閉容器内に圧縮要素及び電動要素が収納され、前記電動要素で駆動されるクランクシャフトとピストンがコンロッドにより連結され、前記コンロッドと前記ピストンとの連結部が摺動する構造の密閉形圧縮機において、本発明の第一の態様では、イソブタン（Ｒ６００ａ）を前記圧縮要素で圧縮される冷媒に用い、分子中にエステル結合を有する脂肪酸エステル油を冷凍機油に用いた。

また、上記目的を達成するために、第二の態様では、イソブタン（Ｒ６００ａ）を前記圧縮要素で圧縮される冷媒に用い、ファレックス試験による焼付限界荷重を応力に換算した値が、前記連結部における接触応力として換算されたヘルツ応力よりも大きくなる脂肪酸エステル油を冷凍機油に用いた。さらに具体的には、前記連結部における接触面圧は
１０ＭＰａ以上であり、前記連結部に冷凍機油を供給可能な構造を備えた。

また、上記の各態様におけるより好ましい構造は次の通りである。
（１）ファレックス試験による焼付限界荷重が３０００Ｎ以上となる冷凍機油を用いたこと。
（２）冷凍機油の粘度が、４０℃における動粘性係数で５〜１５ｃＳｔとしたこと。
（３）冷凍機油として、泡立ち性が５０ｍＬ以下、泡安定性が１０ｍＬ以下の脂肪酸エステル油を用いたこと。
（４）脂肪酸エステル油として、次の一般式（１）〜（３）（式中、Ｒ₁ は水素又は炭素数１〜３のアルキル基、Ｒ₂ は炭素数５〜１２のアルキル基を表す。）を用いたこと。

（５）一般式（１）〜（３）で示される前記脂肪酸エステル油には、不飽和脂肪酸からなる脂肪酸エステル油を含み、このとき、酸化防止剤が添加されるものとしたこと。
（６）前記ピストンと前記コンロッドとの連結部は、前記ピストンの内部の内球面と前記コンロッドの球体部とをボールジョイント方式により連結されており、
前記コンロッドには前記クランクシャフトの偏心部から前記連結部まで連通して前記連結部へ冷凍機油を供給する貫通孔が設けられ、
前記ピストンの内球面と前記コンロッドの球体部との接触面に冷凍機油が供給されること。
（７）前記ピストン及び前記コンロッドには、水蒸気処理やガス軟窒化処理がほどこされた鉄系の焼結材を用いたこと。

また、上記のいずれかのものにおいて、前記ピストンと前記コンロッドとの連結部における前記コンロッドの摺動面の十点平均粗さＲｚを０.１μｍ〜２.２μｍとしたことを特徴としている。さらに、ピストンとコンロッドとの連結部における両者のクリアランス寸法を３μｍ〜１０μｍとしたことを特徴としている。

また、本発明の第三の態様は、密閉容器内に圧縮要素及び電動要素が収納され、前記電動要素で駆動されるクランクシャフトとピストンがコンロッドにより連結され、前記圧縮要素内に摺動部を有する密閉形圧縮機に、凝縮器，減圧機構及び蒸発器が直接に接続された冷凍装置において、
イソブタン（Ｒ６００ａ）を前記圧縮要素で圧縮される冷媒に用い、分子中にエステル結合を有する脂肪酸エステル油を冷凍機油に用いたことである。

また、本発明の第四の態様は、密閉容器内に圧縮要素及び電動要素が収納され、前記電動要素で駆動されるクランクシャフトとピストンがコンロッドにより連結され、前記圧縮要素内に摺動部を有する密閉形圧縮機と、
前記密閉形圧縮機と断熱壁を隔てた断熱空間内部に配設され、前記密閉形圧縮機とともに冷凍サイクルを構成する蒸発器とを備え、
前記圧縮要素で圧縮され、かつ、前記蒸発器で蒸発する冷媒としてイソブタン(R600a)を用い、
冷凍機油として、分子中にエステル結合を有する脂肪酸エステル油を用いたことである。

本発明によれば、密閉形圧縮機，冷凍装置、あるいは冷蔵庫における省エネルギー化，小型化，高効率化を図りながら、信頼性の向上を図ることができる。

以下、図面を用いて本発明の一実施形態について説明する。

図１は、本発明の一実施形態に係る冷凍装置を示す図であり、図２は本発明の一実施形態に係る冷蔵庫を示す概念図である。

図１に示すように、冷凍装置は、冷媒を高温高圧に圧縮する密閉形の圧縮機１００と、放熱して冷媒を凝縮するための凝縮器１１０と、減圧機構としてのキャピラリチューブ
１２０と、冷媒が蒸発することで吸熱し、冷気を生成する蒸発器１３０とが冷媒配管111で直列に接続された構造となっている。図中の実線の矢印は冷媒の流れる方向を示し、点線の矢印は熱の移動を示している。

冷凍装置は断熱箱体に組み込まれ、冷蔵庫を形成している。図２に示すように、密閉形圧縮機１００，凝縮器１１０，キャピラリチューブ１２０，蒸発器１３０が直列に接続される。蒸発器１３０は庫内に配設されており、冷媒配管１１１内を流れる冷媒の状態変化によって、庫内を冷却する。また、断熱箱体の外周に沿って配設された冷媒配管１１１においても放熱が行われ、冷蔵庫の開口周縁に発生する結露を抑制するものとしている。なお、符号１１５で示したのはドライヤである。

図３は、本発明の一実施形態に係る密閉形圧縮機１００の縦断面図である。本実施例の密閉形圧縮機は、密閉容器内に設けられた軸受部１ａ及びフレーム１ｂと一体に成形されたシリンダ１内をピストン４が往復動して圧縮要素を構成するレシプロ型の圧縮機である。フレーム１ｂの下部には、電動要素として、電動機を構成するステータ５及びロータ６が備えられており、クランクシャフト７の回転中心から偏心した位置に、クランクピン
７ａが設けられている。

クランクシャフト７は、フレームの軸受部１ａに貫通してフレーム１ｂの下部から上部へ延伸しており、クランクピン７ａがフレーム１ｂの上方側に位置するように設けられている。クランクシャフト７の下部はロータ６と直結しており、電動機の動力によってクランクシャフト７は回転する。クランクピン７ａとピストン４との間はコンロッド２で連結されており、クランクピン７ａ及びコンロッド２を介してピストン４が往復動する構成となっている。

すなわち、本実施例の密閉形圧縮機は、密閉容器内にシリンダ１，ピストン４等の圧縮要素と、電動機等の電動要素が収納されており、クランクシャフト７によって電動要素からの回転力を伝える構成を前提としている。コンロッド２とピストン４の連結構造については後述するが、ピストン４はクランクシャフト７側に開口して、この開口内に内球面を有している。

そして、シリンダ１内に供給された冷媒はピストン４の往復運動によって圧縮され、圧縮されたガス冷媒がシリンダヘッド側に連通する吐出管へと送られる。冷媒は、凝縮器，減圧機構，蒸発器を経て、再び圧縮機内へと戻され、これらの各機構を有する冷凍サイクルを形成している。

密閉容器内には冷凍機油（潤滑油）が溜められており、クランクシャフト７の回転運動によるポンプ作用で引き上げられ、圧縮要素部へと送られる構造となっている。また、この冷凍装置は、プロパン（Ｒ２９０）やイソブタン（Ｒ６００ａ）などの炭化水素系の冷媒（ＨＣ冷媒）を使用している。なお、冷蔵庫に用いられる冷媒としては、イソブタン
（Ｒ６００ａ）が望ましい。

次にピストン４について図４を用いて説明する。図４は本実施例のピストン４を示す図であり、図４（ａ）はピストン４の内側構造の詳細図でピストン４をクランクシャフト７側から見た図、図４（ｂ）は図４（ａ）のＡ−Ａ断面図、図４（ｃ）は図４（ａ）のＢ−Ｂ断面図である。

ピストン４が図３に示すように密閉形圧縮機に取り付けられた状態では、図４（ａ）の上下方向が図３における密閉形圧縮機の上下方向と一致する。また、図４（ａ）の左右方向は、図３において手前側と奥側とを結ぶ水平の方向となる。したがって、図４（ｂ）は、水平面の断面であるＡ−Ａ断面を、ピストン４の上側あるいは下側から見た状態を示すものであり、図４（ｃ）は鉛直方向の断面であるＢ−Ｂ断面をピストン４の左側あるいは右側から見た状態を示すものである。また、図４（ｂ）では図中の下側がピストン４の奥側となり、図４（ｃ）では図中の右側がピストン４の奥側となる。

ピストン４の内球面４ａは、後述するように、コンロッド２の先端部に設けられる球体部の外球面を受ける軸受構造を構成するものであり、Ａ−Ａ断面ではコンロッド２の外球面を１８０°以上の角度で包む形状としている。したがって、コンロッド２の外球面がピストン４の内球面４ａに包持され、コンロッド２とピストン４とが連結される。一方、Ｂ−Ｂ断面ではコンロッド２の外球面を１８０°以下の角度で包む形状となっており、Ｂ−Ｂ断面ではＡ−Ａ断面よりも摺動面積が少ない構造となっている。

このように、内球面４ａの水平方向（Ａ−Ａ断面）における円弧の中心角を、鉛直方向（Ｂ−Ｂ断面）における円弧の中心角より大きく形成する構造としたため、上下方向には摺動面積が少ない断面としたボールジョイント構造となっている。したがって、潤滑油が通りやすく、また、潤滑油の通る経路自体も短くなり、連結部に潤滑油の流入及び流出がしやすく、摺動による摩耗等を低減することができる。また、摺動部内外への潤滑油の流出入経路が確保されるため、摺動部の異常な発熱の抑制が可能である。また、内球面４ａの奥側には凹部があるため、摺動面をより小さくすることができる。

密閉形圧縮機が運転している状態では、ピストン４は内部と外部に摺動部を有する。すなわち、ピストン４の外周とシリンダ１の内周面との間の摺動と、コンロッド２との連結部分における摺動である。内球面４ａは、コンロッド２との間の摺動部であり、摺動面積が小さくなると、摩耗の発生する部分は小さくなるが、接触面圧は大きくなる傾向にある。

図４に示すように内球面４ａの奥側には凹部４ａ′があり、また、上下方向の摺動面は局所的となっている。内球面４ａの円弧から凹部４ａ′を除いた部分を摺動部とすると、内球面４ａの半径ｒの場合、水平方向の摺動部の大きさがｒ×θ４１×２であるのに対し、上下方向ではｒ×θ４２×２となる（図４（ｂ）（ｃ）参照）。θ４１＞θ４２であるため、ピストン４の内周部の奥側に位置する内球面４ａの上方又は／及び下方には空間が存在しており、この空間には抜け止め部材１０が配設される。

次に、ピストン４と連結されるコンロッド２について、図５を用いて説明する。本実施例のコンロッド２は、ピストン４の内球面４ａに接続される球体部２ａを一端とし、他端をクランクシャフト７と接続される軸受部２ｂとし、これらの両端をつなぐロッド部２ｃを有する構造であり、図５はこの構造を備えたコンロッド２の斜視図である。

図に示すように、コンロッド２は、ピストン４の内球面４ａに挿入される球体部２ａ，クランクピン７ａに挿入されるラジアル軸受部２ｂ、及び球体部２ａとラジアル軸受部
２ｂとをつなぐロッド部２ｃを備えて構成され、球体部２ａの外球面は、球体の一部が切り欠かれた構造となっている。

このように、球体部２ａの一側と他側に平面部２ａ′を有する構成としているため、ピストン４とコンロッド２が連結されても潤滑油の通る経路が短く、また、潤滑油が流れやすいため、摺動部分に潤滑油が供給できる構造となる。

コンロッド２とピストン４との連結は、コンロッド２の球体部２ａに設けられた平面部２ａ′を利用する。図４（ｂ）に示すように、ピストン４の内球面４ａは、コンロッド２の球体部２ａを１８０°以上の角度で包む形状としており、Ａ−Ａ断面における内球面
４ａの開口寸法Ｌは球体部２ａの外径よりも小さい寸法となっている。一方、２つの平面部２ａ′間の寸法は、内球面４ａの開口寸法Ｌよりも小さく設定している。この開口寸法Ｌの部分がコンロッド２の球体部２ａを挿入するための隙間となる。

本実施例の平面部はほぼ平行に設けられ、両平面部２ａ′を内球面４ａの開口内へと挿入した後、コンロッド２とピストン４とを相対的に回転させ、両者は連結する。

このように連結されたコンロッド２とピストン４は、両者の相対的な回転がなければ内球面４ａの開口寸法が球体部２ａの外径よりも小さいために抜けることは無く、また、摺動部を小さくすることができる。

しかし、衝撃等の何らかの作用によって、両者が相対的に回転すると、コンロッド２とピストン４との連結が解除されてしまうため、本実施例では連結外れ防止のために抜け止め部材１０を備えている。

抜け止め部材１０について、図６及び図７を用いて説明する。図６は本実施例の抜け止め部材１０の斜視図であり、図７は抜け止め部材１０が組み込まれて連結されたピストン４とコンロッド２の状態を示す図である。抜け止め部材１０は、コンロッド２とピストン４との相対的な回転を防止する回転規制部材としての作用を併せ持つ形状としており、コンロッド２側ではなく、ピストン４側に固定されることを特徴の１つとしている。

図６に示すように、本実施例の抜け止め部材（かつ回転規制部材。以下同様）１０は第１弾性部１０ａ，第２弾性部１０ｂ、これらの両弾性部をつなぐ支持部１０ｃ、及びコンロッド２の相対的な回転を規制する回転規制部１０ｄを備えて構成されている。これらの各構成のうち、第１弾性部１０ａ及び第２弾性部１０ｂはピストン４の開口内部の内周部と当接し、弾性力によって抜け止め部材１０は支持されている。

回転規制部１０ｄは、コンロッド２とピストン４とが相対的に回転しようとする場合に、これを規制するための壁を形成するものであり、これらの壁は互いに対向して設けられる。コンロッド２が取り付けられた状態では、コンロッド２の球体部２ａに設けられた平面部２ａ′とそれぞれの回転規制部１０ｄとが対向して配置される。

回転規制部１０ｄは、ほぼ平面となる部分を有し、また、互いに対向する両回転規制部１０ｄをほぼ平行となるように設けることとしている。つまり、互いに対向する両回転規制部１０ｄの間に、各回転規制部１０ｄとコンロッド２側の平面部がそれぞれ対向するように配置される。平面部２ａ′と回転規制部１０ｄとの間には隙間が設けられ、通常の運転状態で両者が接触しないようにしている。

また、支持部１０ｃから外側に延伸した延伸部１０ｅを備えている。延伸部１０ｅの端部は弾性部１０ａ，１０ｂと反対側に曲げられて形成されている。

図７は、この抜け止め部材１０が取り付けられた状態を示す図であり、図７（ａ）は斜視図、図７（ｂ）は横断面図である。抜け止め部材１０が取り付けられると、第１弾性部１０ａがピストン４の内周部４ｂを押す力を発生し、摩擦力によって抜け止め部材１０をピストン４の開口内部に固定する。同様に第２弾性部も内周部４ｂと当接させ、抜け止め部材１０がピストン４の開口内部で強固に固定される。

抜け止め部材１０がこのように固定されることによって、ピストン４がシリンダ１内で回転し、コンロッド２とピストン４とが相対的に回転しようとしても、コンロッド２がピストン４から抜ける位置までは至らない構成とすることができる。

また、延伸部１０ｅの端部が溝４ｃに挿入された状態にあっては、延伸部１０ｅの曲げ形状及び抜け止め部材１０の抜ける方向の関係から、延伸部１０ｅの先端部が支えとなり、ピストン４からの脱落を抑止することができる。一方、抜け止め部材１０を取り付ける場合には、延伸部１０ｅの端部が溝４ｃの位置まで押し込まれると両者が簡単に係合し、取付性も良好とすることができる。したがって、抜け止め部材１０がピストン４から抜ける方向に力が作用したときであってもこれを抑止し、ピストン４とコンロッド２との連結が外れることを防ぐことができる。

次に、摺動部へ潤滑油（冷凍機油）を供給するための構造について説明する。図７(ｂ)に示すように、コンロッド２には貫通孔２ｇが設けられている。貫通孔２ｇは、軸受部
２ｂからロッド部２ｃを経て球体部２ａの端部まで貫通している。密閉容器内に溜められた潤滑油は、クランクシャフト７が回転することによって引き上げられ、一部がクランクピン７ａの上方から飛散する。飛散した潤滑油はシリンダ１とピストン４との間の摺動部へと供給され、他の一部は貫通孔２ｇを通ってピストン４とコンロッド２との間の摺動部へと導かれる。

内球面４ａの奥側には前述のように凹部４ａ′が設けられている。この凹部４ａ′は、貫通孔２ｇから摺動部に供給された潤滑油、あるいは、クランクピン７ａ上部から飛散して球体部２ａの上側に設けられた平面部２ａ′へと至り、この上側の平面部２ａ′から摺動部へと供給される潤滑油を一時的に溜める作用を奏する。

なお、上述のように、平面部２ａ′と対向するように抜け止め部材１０が設けられているが、平面部２ａ′と抜け止め部材１０との間は隙間が設けられているため、上側の平面部２ａ′を経由した潤滑油を摺動部へと供給することができる。

次に摺動部について説明する。密閉形圧縮機における内部条件の苛酷化によって、摺動部の摩耗の問題が顕在化し、信頼性の低下を招きやすくなるという課題が発生した。そして、実機に即した調査を重ねた結果、接触面圧の増大，潤滑油の供給不足、あるいは摺動部の発熱に原因があることを発見した。

特に、上述の苛酷化する条件によって、摺動部の接触応力が高くなる傾向にあることが判明した。そこで、連結部の最適な形状を探るために、種々の形状について実機による摩耗摺動試験を実施した結果、ヘルツ応力に換算してその値が１０ＭＰａを超える程度に高くなると、摺動部の摩耗が顕著になり、ひいては装置全体の信頼性の低下を招きやすくなることがわかった。これらの知見について、以下、詳述する。

本実施例のようなレシプロ型圧縮機では、主たる摺動部として、コンロッド−ピストン連結部，ピストン−シリンダ間の摺動部，クランクシャフト−コンロッド摺動部、あるいは主軸となるクランクシャフトと軸受との間の摺動部が挙げられる。図３に示すような密閉形圧縮機に関して摩耗摺動試験を実施した結果、これらの各摺動部のうち、コンロッド−ピストン連結部における摩耗が最も顕著となることがわかった。

コンロッド−ピストン連結部の摩耗量が大きくなる原因について検討した結果、コンロッド−ピストン連結部は、他の摺動部と比較して摺動形態が相違していることが判明した。そして、その摺動形態の相違は、密閉形圧縮機の運転時における摺動部の運動に起因していることがわかった。

ここで、各摺動部における１サイクルの摺動距離を考える。（Ａ）コンロッド−ピストン連結部は、コンロッドとピストンの相対運動によって生ずる摺動部である。ピストン側からみると、ボールジョイント構造部分でコンロッドが所定角度だけ往復回転運動する。（Ｂ）ピストン−シリンダ摺動部は、ピストンとシリンダの相対運動によって生ずる摺動部であり、クランクピンの偏心量に応じた距離の往復運動を行う。（Ｃ）クランクシャフト−コンロッド摺動部は、クランクシャフト（クランクピン）とコンロッドの相対運動によって生ずる摺動部であり、コンロッドのラジアル軸受部において１サイクルで１回転する運動となる。（Ｄ）主軸部の摺動部は電動要素によるクランクシャフトの回転運動によるものであり、１サイクルで１回転する運動となる。

これらの（Ａ）〜（Ｄ）の摺動部における運動形態を分類すると、（Ａ）コンロッド−ピストン連結部が低速の往復動であるのに対し、（Ｂ）ピストン−シリンダ摺動部は高速の往復動、（Ｃ）クランクシャフト−コンロッド摺動部及び（Ｄ）主軸部の摺動部は高速の回転運動である。そして、低速往復動となるコンロッド−ピストン連結部では冷媒圧縮時の荷重がかかりやすいこともあり、境界潤滑となりやすい。これに対し、他の摺動部は運動形態あるいは負荷の方向等の関係から流体潤滑が維持されやすい。これらの関係は表１のようにまとめられる。

なお、ここでいう高速／低速は相対的なものであるが、本実施例においては、摺動速度が最も小さくなる摺動部としてコンロッド−ピストン摺動部を挙げている。また、往復動は、ピストン−シリンダ摺動部のように円筒面間の摺動による直線型の往復動だけではなく、コンロッド−ピストン摺動部のように球面間の摺動による回転型の往復動も含むもので、往路と復路が共通する運動を示している。

摺動形態が境界潤滑になると、金属面同士の接触が懸念され、このとき、摩耗や発熱が顕著となってしまう。したがって、コンロッド−ピストン連結部における摺動形態が境界潤滑となって著しい損傷が起こらないような対策が必要となる。そこで、本実施例の密閉形圧縮機において、低速往復動の摺動部に関してさらなる検討を行った。

本実施例の密閉形圧縮機においては、ピストン４の内球面４ａとコンロッド２の球体部２ａが、コンロッド−ピストン連結部に相当する。上述のように、内球面４ａの奥側には凹部４ａ′が設けられ、コンロッド２の球体部２ａは一部が切り欠かれて平面部２ａ′となっているため、実際に摺動に係る部分は小さくなっている。具体的には、内球面４ａにおける摺動部は、図４（ｂ）に示すθ４１角度部分及び図４（ｃ）に示すθ４２角度分であり、球体部２ａにおける摺動部は、平面部２ａ′を除いた部分である。

このコンロッド−ピストン連結部における接触応力が高くなると、境界潤滑が発生しやすくなると仮定し、ヘルツ応力による評価を行った。

上記構造を有するコンロッド−ピストン連結部における接触応力（ヘルツ応力）は、接触部の曲率・接触部の荷重（Ｎ）・材料特性（ヤング率Ｅ，ポアソン比ν）で与えられる。すなわち、接触部であるピストン４の内球面４ａの曲率Ｒ、同じく接触部となるコンロッド２の球体部２ａの曲率ｒ，接触部の荷重Ｐ、ピストン材のヤング率Ｅ_R，コンロッド材のヤング率Ｅ_r ，ピストン材のポアソン比ν_R ，コンロッド材のポアソン比ν_r とすると、接触面半径ａ₁は下式で示される。このとき、ヘルツ応力ｐ_max＝３Ｐ／（２πａ₁ ²）となる。ただし、凹面のときの曲率は負の値として算出する。以下、ｐ_maxをヘルツ応力と称する。

上述のように本実施例では、球体部２ａの一部が切り欠かれており、さらに内球面４ａの奥側に凹部４ａ′が設けられているため、その分だけ摺動部の接触面が小さくなる傾向にある。また、球体部２ａと内球面４ａは真球に近似して評価されるが、加工上の誤差や組立誤差、あるいは実運転状態における回転の偏心量などを考慮すると、実機におけるコンロッド−ピストン連結部の接触応力（接触面圧）は、局部的にはさらに大きくなることが予想される。つまり、上記の式から得られる理論接触応力よりも、実機における接触応力（接触面圧）が高くなることが想定される。

信頼性低下の原因について、さらに考察を加える。図３に示すように、ピストン４とコンロッド２はボールジョイント機構によって連結される。このとき、ピストン４の内球面４ａの径はコンロッド２の球体部２ａの径よりも若干大きく設定され、両者の間にはクリアランスが存在する。このクリアランスには冷凍機油が油膜を形成することで、摩耗を抑制するとともに、密閉形圧縮機の安定的な運転が行われる。

内球面４ａの径と球体部２ａの径との差が小さくなると、両者の接触は「面接触」に近づいていくため、ヘルツ応力が小さくなる。一方、クリアランスが小さくなってしまうため、冷凍機油が流れ込みにくくなってしまう。また、製造誤差などを考慮すると、所定寸法よりもクリアランスを小さくすることは難しい。

内球面４ａの径と球体部２ａの径との差が大きくなると、両者の接触は「点接触」に近づいていくため、ヘルツ応力が大きくなる。また、机上の計算では、見かけ上クリアランスは大きくなるが、接触が局所的になりやすく、この接触部分に冷凍機油を十分に供給することはできない。

そこで、内球面４ａと球体部２ａのクリアランスを両者の半径の差と定義し、この定義されたクリアランスを０.５μｍ〜１０μｍ としたときのヘルツ応力と、該ヘルツ応力における摩耗摺動試験における信頼性評価との関係について調査した結果、表２を得た。接触部の荷重としては、局所的な接触を考慮し、代表的な荷重として４１１Ｎと設定した。また、冷凍機油には、イソブタンなどのＨＣ冷媒と相溶性の良い鉱油を使用した。

結果における記号は、それぞれ次の意味を示す。
◎：良好
〇〜△：実用上問題のないレベル
×：実用上不可レベル
これらの結果から、ヘルツ応力を１０ＭＰａ以下とするには、クリアランスを１μｍ程度あるいはそれ以下とする必要があることがわかる。すなわち、密閉形圧縮機内に存在する摺動部の摩耗を抑制して信頼性の向上を図るためには、摺動部のヘルツ応力を１０MPa以下に抑える構造を採用することが有効である。

しかし、一品製造品のような非量産品であればクリアランスの小さくするために、研磨するなどが可能であるが、大量生産を行うことを前提とする場合には、上述したように製造誤差や組立誤差などがあり、所定寸法よりもクリアランスを小さくすることは難しい。また、摺動面となるコンロッド２やピストン４に水蒸気処理や窒化処理を行う場合には窒化膜などの表面の膜厚をコントロールしなければならず、製造上、極めて高コストとなってしまう。そこで、接触面圧を増大させる他の要因について検討を行った。

他に接触面圧が増大する原因としては、異物の混入、摺動部の形状に起因するものが大きいと考えられる。そこで、ピストン−コンロッド連結部における摺動の問題に関しては、潤滑油供給経路の確保のための構造（凹部４ａ′，貫通孔２ｇ，平面部２ａ′など）を採用しながらも、摺動部の形状の最適化を図った。具体的には、凹部４ａ′の周囲のエッジなどのような摩耗の原因となる部位とコンロッド２の球体部２ａとの接触を回避する構造とした。また、凹部４ａ′に溜まり易い異物を凹部の外側に逃がすための排出溝をコンロッド２の球体部２ａに設けてもよい。

次に、潤滑油について検討を行った。摺動部への潤滑油供給不足に関しては、潤滑油供給構造の確保（上述の凹部４ａ′，貫通孔２ｇ，平面部２ａ′など）とともに、フォーミング発生を回避することを検討した（フォーミングについては後述）。また、発熱の問題に関しては、摺動部材料や冷凍機油の耐力不足が摩耗進行の原因と考えられ、摺動部材料の選定と冷凍機油の特性について検討した。冷凍機油の特性としては、ファレックス焼付限界荷重（試験方法：ＡＳＴＭ Ｄ３２３３）について評価を行った。以下、単に焼付限界荷重という場合は、このファレックス試験によるものを示している。

量産に適した密閉形圧縮機におけるコンロッド−ピストン連結部（ボールジョイント連結部）のヘルツ応力について検討する。円筒状のピストン４の外径(直径) を２６.２mmとし、このとき、ピストン４の先端にかかる圧力負荷の最大値は、ほぼ１ＭＰａに及び、ボールジョイント部にかかる荷重は約４００〜５００Ｎとなる。

量産性を考慮して鉄系材料によるピストン材とコンロッド材を選定するに当たっては、強度や加工性の適性から、（Ａ）鍛造による鋼材（鍛造材）、（Ｂ）鋳造による鋳物（鋳造材）、あるいは（Ｃ）焼結による焼結材が考えられる。焼結材は、加工が容易であることからコストも低く抑えることができるが、摩耗摺動特性の観点からは、（Ａ）鍛造材が最も優れ、（Ｃ）焼結材が最も劣るとされている。したがって、焼結材を用いても摩耗摺動の耐性が確保できれば、第一に低コスト化が可能であり、第二に他材を用いても摩耗抑制が可能である、と考えられる。

本実施例におけるピストン４は、ヤング率Ｅが１１０ＧＰａ、ポアソン比νが０.２３の鉄系焼結材（ＪＩＳ規格：ＳＭＦ４０４０）を用い、コンロッド２には、ヤング率Ｅが１００ＧＰａ、ポアソン比νが０.２１ の鉄系焼結材（ＪＩＳ規格：ＳＭＦ４０２０）をそれぞれ用いている。そして、ピストン４の内球面４ａの内球直径を１３mmとし、クリアランス寸法を３μｍ以上とした。すなわち、ヘルツ応力は１０ＭＰａ以上となる。

表２に示したように、ヘルツ応力（理論接触応力）が１０ＭＰａよりも高くなると、摩耗による信頼性低下が発生しやすくなる傾向にある。そこで、１０ＭＰａを超えるヘルツ応力が生ずる密閉形圧縮機に関し、複数の冷凍機油を用いて摺動部の摺動摩耗試験を実施した。表３は、冷媒の吐出圧力１.７ＭＰａとし、４９００rpm の条件で長期摺動摩耗試験を行った場合のピストンとコンロッド間の摩耗量を測定した結果を示すものである。

冷凍機油に鉱油を用いた場合は、吐出圧力１.７ＭＰａ，回転数４９００rpmの条件において大きな摩耗が発生したため、信頼性が懸念される結果となったが、エステル油（ＶＧ８，ＶＧ１０）を用いた場合には、目立った摩耗は確認できなかった。

図８は、圧力条件を変えて試験を実施した場合における摩耗推移を示すグラフである。冷媒の吐出圧力は摺動部における荷重と密接な関係がある。吐出圧力が大きくなると、コンロッド２がピストン４を押す力が大きくなるからである。したがって、吐出圧力が大きくなると、コンロッド−ピストン連結部における接触応力が大きくなる。

図８に示すように、冷凍機油に鉱油を用いた場合には、時間とともに摩耗が進行していく。図においては、吐出圧力を１.７ＭＰａ，１.６ＭＰａ，１.３９ＭＰａ とした場合の摩耗量の時間推移を示しているが、吐出圧力を小さくしていった場合でも摩耗の進行が緩やかになるだけで、傾向としては特に変化は見られなかった。

一方、冷凍機油としてエステル油を用いた場合には、鉱油の場合と傾向が大きく異なっていた。多少の摩耗の進行はあるが、徐々に緩やかになり、一定の摩耗量の範囲内に収まることがわかった。そして、クリアランスを５〜１０μｍとした各試験機においても同じ傾向が得られた。すなわち、クリアランスが５μｍ以上となり、ヘルツ応力が２０ＭＰａを超えるような場合であっても、摩耗を抑制することができる結果を得た。

図９は、パラフィン系鉱油（ＶＧ１０）とエステル油を用いた場合における境界潤滑を想定した摩耗摺動試験結果であり、摩耗試験機に荷重を与えて摺動させた場合における摩擦係数と潤滑油の油温の変化を示している。縦軸は摩擦係数μ，油温（℃）及び荷重
(kgf) を示し、表記上の都合から荷重の単位をkgf としている。ピストン材及びコンロッド材には、上述のものと特に変わりなく、ＪＩＳ規格：ＳＭＦ４０４０，ＪＩＳ規格：
ＳＭＦ４０２０の鉄系焼結材を用い、それぞれの焼結粒子の粒間隙間を水蒸気処理によって四三酸化鉄の形成で封孔したもの、若しくはこの水蒸気処理とガス軟窒化処理を複合したものを使用した。

図において、鉱油とエステル油とを比較すると、鉱油の場合は摩擦係数と油温の変動が大きく、エステル油は摩擦係数と油温が安定して推移している。摩擦係数や油温の変動は、摺動面の表面状態の変化や摩擦発熱の挙動を示すものと考えられる。

つまり、鉱油の例では、表面状態が大きく変化して摩耗に至る可能性が高い。また、摺動面の潤滑性が劣ると、油温の上昇を招いてしまう。油温が過剰に上昇すると、性能上あるいは信頼性上も好ましくないため、これを回避することが必要となる。エステル油の例では、荷重の負荷時に若干のバラツキはあるものの、摩擦係数・油温ともほぼ一定の範囲に収まっている。これは摺動面が十分に潤滑されていることを示している。

これらの結果について考察し、次の知見を得た。第一に、摩耗の一因と考えられる摺動部の発熱は、材料の耐力不足とともに、冷凍機油の潤滑性、特に焼付限界荷重が寄与していることがわかった。第二に、冷凍機油にはエステル油が適しており、特に発熱しやすい摺動部での潤滑性を保持するためには、エステル油の中でも熱安定性に優れたものが有効であることがわかった。これらの知見を基に、好ましい冷凍機油に関しては以下のことがいえる。

本実施例における冷凍装置に適したエステル油としては、多価アルコールと１価の脂肪酸とから合成され、熱安定性に優れるヒンダードタイプが好ましい。ここでいうヒンダードタイプのエステルとは、水酸基のβ炭素上に水素原子を持たないエステルをいう。β炭素上に水素原子を持っているアルコールのエステル（非ヒンダード）では、加熱によってβ炭素上の水素原子とエステル結合の酸素原子とが近づき、六員環構造の中間体を形成するため、低エネルギーで熱分解を起こしやすい。ヒンダードエステルはβ炭素上に水素原子を持たないことから六員環構造をとることができないため、低エネルギーでは熱分解せず、高温でフリーラジカル的熱分解を起こす（稲葉恵一・平野二郎編著：「新版脂肪酸化学第２版」；幸書房）。したがって、本実施例では熱安定性に優れた構造を有するヒンダードエステルを使用することとした。

例えば、多価アルコールとしては、ネオペンチルグリコール，トリメチロールプロパン，ペンタエリスリトールがある。１価の脂肪酸としては、ペンタン酸，ヘキサン酸，ヘプタン酸，オクタン酸、２−メチルブタン酸、２−メチルペンタン酸、２−メチルヘキサン酸、２−エチルヘキサン酸、イソオクタン酸、３，５，５−トリメチルヘキサン酸等があり、これら単独又は２種類以上の混合脂肪酸を用いる。

特に、冷凍機油の基油として、分子中にエステル結合を少なくとも２ケ保有する下記の一般式（１）乃至（３）で示される脂肪酸のエステル油の群から選ばれる少なくとも１種が好ましい。

ただし、式中、Ｒ₁ 及びＲ₂ は下記の通りである。
Ｒ₁ ：Ｈまたは炭素数１〜３のアルキル基
Ｒ₂ ：炭素数５〜１２のアルキル基
代表的な一価脂肪酸と多価アルコールの化学合成したエステルは、表４のごとくの動粘度または動粘性係数（４０℃，ｃＳｔ）を示す。

これらの脂肪酸エステルは潤滑油の基油として、適量混合することにより、標準動粘度グレード（ＶＧ：４０℃のときの動粘性係数（ｃＳｔ）が調製される。

例えば、標準粘度ＶＧ５はネオペンチルグリコールとヘプタン酸のエステル油の単独、若しくは低粘度油の２エチルブタン酸とネオペンチルグリコールのエステルと他の高粘度エステル油を混合調製し、また、ＶＧ８，ＶＧ１０，ＶＧ１５，ＶＧ２２，ＶＧ３２は同様な概念に基づき、低粘度のネオペンチルグリコールエステル油と高粘度のペンタエリスリトールエステル油を適量混合して、所望の粘度にきめ細かく調製することができる。

なお、エステル油に酸化防止剤，酸捕捉剤，消泡剤，金属不活性剤等を添加してもよい。脂肪酸は不飽和脂肪酸を含むが、不飽和脂肪酸を用いる場合には特に酸化防止剤を添加することが有効である。冷凍機油に不飽和脂肪酸を用いたものを使用すると潤滑性が向上することがあり、このとき、摺動特性の向上が図られる。

上述の試験結果から冷凍機油の耐力が信頼性に大きな影響を及ぼすことが判明したため、各冷凍機油の焼付限界荷重について評価を行ったのが表５である。

この結果から明らかなとおり、ヒンダードエステル油（ＶＧ８，ＶＧ１０）の焼付限界荷重は鉱油と比較して非常に高く、摺動摩耗試験結果から、ヘルツ応力が１０ＭＰａを超える密閉形圧縮機であっても信頼性の向上を図れることがわかった。

そこで、ヒンダードエステル油（以下、エステル油と略す。）を冷凍機油に用いた場合において、さらに考察を行うため、粘度グレードをＶＧ５，ＶＧ１０,ＶＧ１５,ＶＧ２２，ＶＧ３２の範囲で吐出圧力２.０ＭＰａ として高圧試験を実施した。このような苛酷な条件下においても摺動部が焼き付くことはなく、摩耗の発生を抑えることができた。また、焼付限界荷重の異なる冷凍機油を用いた試験の結果から、焼付限界荷重が３０００Ｎを超える冷凍機油を用いれば、摺動部のヘルツ応力が１０ＭＰａを超える環境下においても高い信頼性が維持できることが確認できた。この３０００Ｎの技術的意義については、後に検討を加える。

次に、ピストン４及びコンロッド２の材質と焼付限界荷重について検討した。図１０は、ピストン４として、水蒸気処理により封孔処理された鉄系の焼結材（ＪＩＳ規格：
ＳＭＦ４０４０）を用いた場合における冷凍機油の焼付限界荷重を、コンロッド試験片を用いて測定したものである。冷凍機油としてはパラフィン系鉱油（ＶＧ１０）とエステル油について示した。

なお、コンロッド材としては水蒸気処理及びガス軟窒化処理を施した鉄系の焼結材
（ＪＩＳ規格：ＳＭＦ４０２０）を用い、十点平均粗さＲｚが０.１〜０.２μｍであるものを使用した。コンロッド材にガス軟窒化処理を施した理由の一つは、硬度を高めることにある。すなわち、ピストン４とコンロッド２の摺動系は、静止するピストンに対してコンロッド２が運動し、この両者の相対的な運動による摺動が生ずるものであるが、両者の硬度が近いと不都合を生ずる場合が多い。そこで、摺動系における運動側のコンロッド材の硬度を高めるものである。

図１０に示すように、実機に即した形状においてもエステル油の焼付限界荷重は鉱油と比較して非常に高く、冷凍機油としての耐力に優れていることがわかる。実際、圧縮機の運転環境の苛酷化に伴って、摺動部への荷重が増大したり、圧縮機の高回転化がされても十分に潤滑性能を発揮し得ることが確認できた。

図１１は、エステル油を潤滑油として用いた場合における、コンロッド２の摺動面（球体部２ａ）の面粗さと焼付限界荷重との関係を示すものである。具体的には、十点平均粗さＲｚが０.１〜０.２μｍ，０.４〜０.６μｍ，１.２〜１.５μｍとした場合の焼付限界荷重を試験材を用いて評価したものである。図１１に示すように、コンロッドの面粗さに多少のバラツキが生じても、焼付限界荷重の大きな違いは認められなかった。

そこで、摺動面の十点平均粗さＲｚの値が慣らし運転後において０.４μｍ〜２.２μｍとなる範囲で振って、実機試験を実施した。具体的には、冷媒Ｒ６００ａを１８０ｇ封入し、吐出圧力２.０ＭＰａ，回転数４９００rpmの条件の下で運転し、その後、摺動部の摩耗を確認した。その結果、いずれの面粗さの場合もピストン内球面４ａ及びコンロッド球体部２ａに大きな摩耗の進行は見られず、良好な結果を得た。これは、エステル油が有する金属面への吸着性の高さによって、多少の面粗さの相違があっても潤滑性が確保されるからと考えられる。このように、慣らし運転後の十点平均粗さＲｚが０.１〜２.２μｍにおいては、摩耗抑制効果が得られることがわかった。

なお、詳細な説明は省略するが、鉱油を用いた場合には、面粗さによって焼付限界荷重は大きく変化した。このことから、表面粗さによって摩耗特性が変化することが想定される。すなわち、エステル油を用いることで、少なくともＲｚが０.１〜２.２μｍの範囲内においては表面粗さによる潤滑性への影響を小さくできるということがわかった。

これらの結果より、多少の面粗さのバラツキはあっても、エステル油による摩耗抑制効果が維持されること、及び、焼付限界荷重による冷凍機油の評価が有効であることがわかった。

そこで、摺動部のヘルツ応力と冷凍機油の耐力を示す焼付限界荷重との相関について、試験結果に基づいて考察を行った。これまでの試験結果等から、焼結材を用いた場合であっても、焼付限界荷重が３０００Ｎを超える冷凍機油を用いれば、十分な摩耗抑制効果が発揮されるという目算が得られたが、さらに、ヘルツ応力と焼付限界荷重との関係から考察を加えるものである。

図１２は、ファレックス試験における接触点の荷重の概念図である。試験機１０１に挟まれた試験片１０２を荷重Ｐで押し付けると４つの点で試験機１０１と試験片１０２とが接触する。したがって、これらの接触点においては荷重Ｐと同方向にＰ／４の荷重がかかることになる。図１２において、代表接触点として左上の接触点を例に説明すると、垂直方向の荷重Ｐ_f は荷重Ｐを用いて表記すると、Ｐ√２／８となる。したがって、焼付限界荷重が３０００Ｎであるエステル油を用いた場合、接触点においては、約５３０Ｎの負荷がかかっている状態に相当する。

この検討から、次の知見が導かれる。上述したように、ボールジョイント部にかかる荷重は、通常の使用態様においては約４００〜５００Ｎである。したがって、摩耗試験結果から得られた「３０００Ｎを超える焼付限界荷重のエステル油を用いれば十分な摩耗抑制効果が得られる」、という目算は、次の事実によって説明することができる。
・潤滑油によって流体潤滑を確保できる荷重（＝約５３０Ｎ）が、実際のボールジョイント部にかかる荷重（約４００〜５００Ｎ）より大きいこと。
・鉱油は流体潤滑を維持できる程度の焼付限界荷重より小さかったため、摩耗が進行してしまったこと。

換言すれば、焼付限界荷重を応力に換算した値が、境界潤滑となりやすい低速往復動となる摺動部（例えば、コンロッド２とピストン４との摺動部）における接触応力として換算されたヘルツ応力よりも大きくなる冷凍機油に用いることで、摩耗の過剰な進行を抑制することが可能である。

これらは、鉄系の焼結材を用いた場合における評価である。したがって、鍛造材や鋳造材を用いた場合には同形状であっても物性が異なり、摩耗摺動特性も変化する。しかし、上述のように、焼結材においても摩耗の進行が抑制されていることを鑑みれば、鍛造材や鋳造材においても当然に摩耗抑制が図られることは自明である。事実、試験片を用いた試験レベルにおいては、他材であっても摩耗に対する高い耐性を示すことを確認した。

なお、焼付限界荷重を向上させるためには、エステル油を用いる以外にも、添加剤を使用する方法が考えられる。例えば、鉱油にリン系の極圧添加剤のリン酸エステル(ＴＣＰ)などを添加することによって、焼付限界荷重を高めることができ、摺動に対する耐力を高めることが可能である。また、ポリアルキレングリコール（ＰＡＧ）は、同様な添加剤によって焼付限界荷重がエステル油よりも高く、耐力に優れている。

しかし、エステル油は分子構造中にエステル結合を備え、金属表面に対する吸着作用を有するのに対して、添加剤を用いた場合は、冷凍装置の使用が継続されると徐々に添加剤が消費されてしまう。したがって、長期使用による信頼性の低下が避けられない。また、ＰＡＧは潤滑性に劣るという難点がある。いずれも長期信頼性の確保の観点で劣りエステル油の使用が望ましいといえる。実際、図８に示すように、運転時間が１０００時間を超えても潤滑性能の低下は見られず、安定した運転が実現できている。

次に、冷凍機油の泡立ちについて検討を行った。密閉容器内における泡立ちとしては、突沸によるものの他に、攪拌作用による泡立ちが挙げられる。冷凍機油が泡立ってしまうと摺動部に対する潤滑油の供給が不十分になるため、これを回避することが必要である。特に、潤滑油が泡立ちやすい場合、あるいは、泡立った状態から戻りにくい場合には、摺動部への給油の確保が困難になる。

そこで、泡立ち試験（ＪＩＳ Ｋ２５１８）の結果から、密閉形圧縮機や冷凍装置における潤滑性に与える影響について評価及び確認を行った。冷凍機油として、ＪＩＳ
Ｋ２５１８試験における泡立ち性が５０ｍＬ以下（２４℃，９３.５℃，９３.５℃から
２４℃）、泡安定性が１０ｍＬ以下（２４℃，９３.５℃，９３.５℃から２４℃）となるエステル油を用いたところ、密閉形圧縮機及び冷凍装置における信頼性に大きな影響は認められなかった。

突沸に関しては、エステル油を用いることで、鉱油よりも明らかに抑制された。この理由として、冷媒との相溶性の相違が挙げられる。すなわち、エステル油はＨＣ冷媒と相溶性に優れているが、鉱油ほどは溶解しない。したがって、圧縮機起動時における突沸を抑制することができ、異音発生を防止することができる。また、冷媒への溶け込みが鉱油と比較して少ないため、相溶状態における実粘度を保つことができ、信頼性の向上に寄与できる。実際、冷凍機油の粘度が４０℃における動粘性係数で５〜３２ｃＳｔとなるエステル油を用いることによって、信頼性の確保が得られるとともに、望ましくは５〜１５cＳtのものは冷凍装置の高効率化も可能となることが確認できた。

具体的には、図１に示すような冷凍装置に、上記で説明した冷媒及び冷凍機油を用いた密閉形圧縮機を接続したところ、エステル油の粘度が５ｃＳｔ未満のものにおいては、若干の摩耗の進行が認められたが、５ｃＳｔ以上のエステル油を用いることで特段の問題は生じなかった。また、密閉容器内が低圧のいわゆる低圧チャンバ型圧縮機においては、エステル油の粘度を１５ｃＳｔ以下とすることで、冷凍装置としての効率が問題のない範囲に収まることを確認した。

このようにエステル油の粘度が５〜１５ｃＳｔという低い粘度においても信頼性の確保と高効率化が可能となった理由としては、次のことが考えられる。エステル油は金属表面との吸着性に優れているため、５ｃＳｔ程度の低い粘度であっても摺動部の摩耗抑制効果を発揮する。摺動部に粘度の高い潤滑油が介在すると、摺動の抵抗となって運転効率が低下する傾向があるが、粘度の低い潤滑油の場合には抵抗が小さく、効率を高めることができる。これらの検討から、４０℃における動粘性係数が５〜１５ｃＳｔのエステル油を用いることによって、摺動の抵抗を小さくしながらも、摩耗の抑制を行え、結果として信頼性確保と高効率化との両立が可能となる。

同じく、これらの検討の結果から、エステル油自体の有する特性として、金属表面との高い吸着性を備えているため、鉱油と混合した冷凍機油を用いた場合においても、同様の作用効果が期待できる。

次に冷媒の封入量について述べる。本実施例で用いられるＨＣ冷媒は可燃性であり、冷凍装置内に封入される量を低減することが求められている。冷凍機油にエステル油を用いれば、冷媒封入量を低減して冷凍装置の安全性を高めることにも効果がある。その理由は以下の通りである。

イソブタンなどのＨＣ冷媒を使用する場合において、エステル油は鉱油よりも溶解性が下がる。この溶解性の相違によって、上述したように、フォーミング抑制効果があるが、それだけではなく、冷媒封入量の低減にも効果がある。なぜなら、冷媒が同じだけ封入される場合であれば、冷凍サイクルに作用する正味の冷媒量が冷凍機油に溶解しない分だけ増えるからである。すなわち、冷凍機油を鉱油からエステル油に変えると、冷凍装置として必要とされる能力を発揮するための冷媒の封入量を低減することができる。したがって、可燃性冷媒の封入量を抑え、安全性の高い冷凍装置を提供することができる。

また、ＣＯＰ（成績係数）に関しても、鉱油を使用した場合と遜色ないレベルにあることが確認できた。すなわち、エステル油を用いたことによる効率低下を招くことなく、同程度あるいはそれ以上の効率を実現できた。また、回転数が可変のいわゆる能力可変型の密閉形圧縮機においては、運転回転数の変化、すなわち、高回転化、あるいは低回転化による密閉容器内の温度変化が大きくなる傾向にあるが、幅広い温度帯で安定的な潤滑性能を維持できるヒンダードエステルを用いることで、各回転数域において高効率な運転が可能である。

以上示した例では、ボールジョイント機構によって連結されるレシプロ型圧縮機が用いられる場合について説明したが、特にこれに限られるものではない。いわゆるスコッチヨーク式やピストンピン方式の往復動圧縮機を用いる場合においても、摺動部（特に、低速往復動となる摺動部）の接触応力が高くなる場合には適用可能である。

本実施例の冷凍サイクルを示す図。 本実施例の冷蔵庫を示す概念図。 本実施例の密閉形圧縮機の縦断面図。 ピストンの内部構造を示す図。 コンロッドの形状を示す図。 抜け止め部材の斜視図。 ピストンとコンロッドの組立状態を示す図。 摩耗推移を示すグラフ。 摩耗摺動試験結果を示すグラフ。 冷凍機油の焼付限界荷重を示す図。 面粗さと焼付限界荷重との関係を示す図。 ファレックス試験における接触点の荷重の概念図。

符号の説明

１…シリンダ、２…コンロッド、２ａ…球体部、２ａ′…平面部、４…ピストン、４ａ…ピストンの内球面、４ｃ…溝、７…クランクシャフト、１０…抜け止め部材、１０ａ…第１弾性部、１０ｂ…第２弾性部、１０ｃ…支持部、１０ｄ…回転規制部、１０ｄ′…凸形状部、１０ｅ…延伸部、１００…密閉形圧縮機、１０１…試験機、１０２…試験片、
１１０…凝縮器、１１１…冷媒配管、１１５…ドライヤ、１２０…キャピラリチューブ、１３０…蒸発器。

Claims (15)

1. 密閉容器内に圧縮要素及び電動要素が収納され、前記電動要素で駆動されるクランクシャフトとピストンがコンロッドにより連結され、前記コンロッドと前記ピストンとの連結部が摺動する構造の密閉形圧縮機において、
   イソブタン（Ｒ６００ａ）を前記圧縮要素で圧縮される冷媒に用い、分子中にエステル結合を有する脂肪酸エステル油を冷凍機油に用いた密閉形圧縮機。
2. 密閉容器内に圧縮要素及び電動要素が収納され、前記電動要素の動力で前記圧縮要素が駆動され、前記電動要素と前記圧縮要素との間に相対運動が低速往復動となる摺動部を備えた密閉形圧縮機において、
   イソブタン（Ｒ６００ａ）を前記圧縮要素で圧縮される冷媒に用い、
   ファレックス試験による焼付限界荷重を応力に換算した値が、前記低速往復動となる摺動部における接触応力として換算されたヘルツ応力よりも大きくなる脂肪酸エステル油を冷凍機油に用いた密閉形圧縮機。
3. 密閉容器内に圧縮要素及び電動要素が収納され、前記電動要素で駆動されるクランクシャフトとピストンがコンロッドにより連結され、前記コンロッドと前記ピストンとの連結部が摺動する構造の密閉形圧縮機において、
   イソブタン（Ｒ６００ａ）を前記圧縮要素で圧縮される冷媒に用い、
   ファレックス試験による焼付限界荷重を応力に換算した値が、前記連結部における接触応力として換算されたヘルツ応力よりも大きくなる脂肪酸エステル油を冷凍機油に用いた密閉形圧縮機。
4. 前記連結部における接触面圧が１０ＭＰａ以上であり、前記連結部に冷凍機油が供給可能な構造を備えたことを特徴とする請求項３に記載の密閉形圧縮機。
5. ファレックス試験による焼付限界荷重が３０００Ｎ以上となる冷凍機油を用いたことを特徴とする請求項３又は４に記載の密閉形圧縮機。
6. 前記冷凍機油の粘度が、４０℃における動粘性係数で５〜１５ｃＳｔとなることを特徴とする請求項１乃至５のいずれかに記載の密閉形圧縮機。
7. 冷凍機油として、泡立ち性が５０ｍＬ以下、泡安定性が１０ｍＬ以下の脂肪酸エステル油を用いたことを特徴とする請求項１乃至６のいずれかに記載の密閉形圧縮機。
8. 前記脂肪酸エステル油が次の一般式（１）〜（３）（式中、Ｒ₁ は水素又は炭素数１〜３のアルキル基、Ｒ₂ は炭素数５〜１２のアルキル基を表す。）であることを特徴とする請求項１乃至７のいずれかに記載の密閉形圧縮機。
   

   

   

   
9. 前記脂肪酸エステル油として、不飽和脂肪酸からなる脂肪酸エステル油を含み、酸化防止剤が添加されることを特徴とする請求項８に記載の密閉形圧縮機。
10. 前記ピストンと前記コンロッドとの連結部は、前記ピストンの内部の内球面と前記コンロッドの球体部とをボールジョイント方式により連結されており、
    前記コンロッドには前記クランクシャフトの偏心部から前記連結部まで連通して前記連結部へ冷凍機油を供給する貫通孔が設けられ、
    前記ピストンの内球面と前記コンロッドの球体部との接触面に冷凍機油が供給されることを特徴とする請求項１乃至９のいずれかに記載の密閉形圧縮機。
11. 前記ピストン及び前記コンロッドには、水蒸気処理によって、四三酸化鉄の形成により封孔された鉄系の焼結材、若しくは水蒸気処理とガス軟窒化処理の複合処理をほどこした鉄系焼結材を用いたことを特徴とする請求項１乃至１０のいずれかに記載の密閉形圧縮機。
12. 前記ピストンと前記コンロッドとの連結部における前記コンロッドの摺動面の十点平均粗さＲｚを０.１μｍ〜２.２μｍとしたことを特徴とする請求項１乃至１１のいずれかに記載の密閉形圧縮機。
13. 前記ピストンと前記コンロッドとの連結部における両者のクリアランス寸法を３μｍ〜１０μｍとしたことを特徴とする請求項１２に記載の密閉形圧縮機。
14. 密閉容器内に圧縮要素及び電動要素が収納され、前記電動要素で駆動されるクランクシャフトとピストンがコンロッドにより連結され、前記圧縮要素内に摺動部を有する密閉形圧縮機に、凝縮器、減圧機構及び蒸発器が直接に接続された冷凍装置において、
    イソブタン（Ｒ６００ａ）を前記圧縮要素で圧縮される冷媒に用い、分子中にエステル結合を有する脂肪酸エステル油を冷凍機油に用いた冷凍装置。
15. 密閉容器内に圧縮要素及び電動要素が収納され、前記電動要素で駆動されるクランクシャフトとピストンがコンロッドにより連結され、前記圧縮要素内に摺動部を有する密閉形圧縮機と、
    前記密閉形圧縮機と断熱壁を隔てた断熱空間内部に配設され、前記密閉形圧縮機とともに冷凍サイクルを構成する蒸発器とを備え、
    前記圧縮要素で圧縮され、かつ、前記蒸発器で蒸発する冷媒としてイソブタン(R600a)を用い、
    冷凍機油として、分子中にエステル結合を有する脂肪酸エステル油を用いた冷蔵庫。
    

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